Đồ án Tính toán, thiết kế tuyến đê chắn sóng cho cảng Dung Quất

ịu tác động cùng chiều với phương trượt. Trên hình sau đây cho thấy vùng nguy hiểm tại đầu đê: Hình 5.5 Sơ đồ đầu đê. Đối với chân khay tại đầu đê cũng bị ảnh hưởng mạnh với sóng nước nông và chân khay có thể bị trượt do xói chân. 5.A.8.2. Kích thước, cấu tạo đầu đê. Độ ổn định của đầu đê có thể tăng lên bằng cách tăng hệ số mái dốc, tăng kích thước đầu đê. Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 55 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Cao trình đỉnh đầu đê có thể lấy cao bằng với cao trình thân đê nhưng ở đê chắn sóng ta lấy bằng cao trình thân đê. Bề rộng đỉnh đê có thể rộng hơn bề rộng thân đê và chiều dài lấy theo kinh nghiệm như sau: Bd=(1,5÷2).Bt Ld=(2÷2.5).Bd Mặt khác diện tích đầu đê phải đủ rộng để bố trí các công trình: tín hiệu, nhà đèn, trạm kiểm soát, trạm dịch vụ và các công trình phụ trợ khác của cảng. Trong trường hợp này ta chọn Bđ=1,5Bt và lđ=2Bđ, mái dốc đầu đê là 1:3 để tăng ổn định đầu đê. Kết quả tính toán kích thước đầu đê được lập thành bảng tính. Bảng 5-14: Kích thước đoạn mở rộng đầu đê. Hệ số mái dốc đầu đê Bề rộng đầu đê(m) Chiều dài đầu đê(m) 3.00 16 32 Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 56 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B 5.B. Thiết kế sơ bộ đê chắn sóng tường đứng thùng chìm. 5.B.1. Kết cấu thùng chìm. Thùng chìm là những pôngtông bằng BTCT được chế tạo trên bờ và chuyển đến vị trí công trình và đánh chìm sau đó được lấp đầy bằng BT hoặc cuội sỏi & cát, đá dăm. Kết cấu thùng chìm có ưu thế cho phép giải phóng đá hoặc cát sỏi để di chuyển đến vị trí khác, vỏ thùng chìm được chế tạo tại bãi chuyên dụng hạ thuỷ và kéo đến vị trí xây dựng, sau khi đổ cát đá vào thùng các khoang được đậy bằng tấm BTCT dày từ 0,4 ÷0,5 m để vật liệu không trôi ra ngoài các khe hở giữa tường thùng và các tấm BT được đổ BT. Vật liệu hợp lý nhất để đổ vào thùng là cát lẫn đá dăm do kinh phí thấp và công nghệ thi công đơn giản. Hơn nữa thời gian cần thiết để lấp đầy cát và đá dăm ít hơn nhiều so với việc đổ BT, đây chính là lợi thế lớn khi thi công ở vùng biển hở. Tuy nhiên việc lấp đầy bằng vật liệu rời có nhược điểm là khi tường mỏng bị vỡ cát sẽ trôi ra ngoài và sau đó thùng sẽ bị phá huỷ hoàn toàn. Để khắc phục nhược điểm trên các khoang ngoài theo chiều dọc và khoang ngoài theo chiều ngang được làm rộng 1m đổ đầy BT các khoang còn lại sẽ được đổ hỗn hợp cát và đá dăm. Tiết diện ngang của thùng chìm có thể là hình thang, hình chữ nhật và có mẩu conxon ở đáy. C¸t, ®¸ d¨m BiÓn BiÓn C¶ng C¶ng Hình 5.6 Một số kết cấu thùng chìm có dạng như sau: Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 57 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Hình 5-7 Một kết cấu thùng chìm điển hình. Để các thùng chìm luôn độc lập với nhau khoảng cách giữa chúng lấy bằng từ 20 ÷25 cm điều này hoàn toàn phù hợp với trường hợp phải thay thế các thùng bị hỏng mặt khác không được lớn quá để tránh trường hợp khi có sóng tạo thành dòng nước xói mạnh trôi đá dưới đáy thùng. Trong các khoang của thùng bố trí các lỗ van lấy nước với diện tích từ 0,015÷0,1 m2, ở khoang đầu và khoang cuối của thùng không bố trí các van lấy nước. Chiều dày của tường và đáy thùng được xác định với việc tính toán với các tổ hợp tải trọng bất lợi nhất. Đối với vách ngăn tính theo điều kiện mở rộng vết nứt đến 0,1mm. Bố trí cốt thép được xác định theo tính toán: sơ bộ có thể lấy chiều dày đáy là từ 0,4÷0,45m, chiều dày tường ngoài từ 0,25÷0,3m, chiều dày vách ngăn lấy bằng 0,15÷0,2m trong trường hợp vật liệu hỗn hợp là cát và đá dăm. Trường hợp sử dụng vật liệu rời để lấp khoang bên ngoài thì chiều dày của tường ngoài phải lớn hơn 0,5÷0,6m, đôi khi đến 0,8m. Thi công đê chắn sóng bằng thùng chìm có các ưu điểm sau : - Không đòi hỏi cần cẩu có sức nâng lớn, giảm khối lượng công tác của thợ lặn, thời gian thi công phần dưới nước rút ngắn nhiều so với khối xếp: - Kết cấu thùng chìm còn có ưu thế là giải phóng đá, sỏi hay cát để di chuyển đến vị trí khác. thông thường với thùng chìm được chế tạo trên bãi chuyên dụng sau đó hạ thuỷ và kéo đến vị trí xây dựng. Tuy nhiên cần phải lưu ý là giá thành 1m dài công trình bằng thùng chìm có thể cao hơn giá thành công trình của khối xếp do phải tính đến chi phí xây dựng bãi và thiết bị hạ thuỷ. Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 58 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B 5.B.2. Kết cấu sơ bộ từng phân đoạn. Mặt cắt ngang đê tường đứng thùng chìm. Mặt cắt ngang đê tường đứng thùng chìm gồm 2 phần chính là kết cấu tường đứng với bề rộng thoả mãn yêu cầu kĩ thuật và lớp đệm đá. Bề rộng tường đứng được xác định thoả mãn về yêu cầu ổn định trượt, lật dưới tác dụng của tải trọng sóng. Cao trình của lớp đệm đá phải nằm ở độ sâu > 1,25 lần chiều cao sóng tại chân công trình. Tránh trường hợp tạo ra sóng vỡ trước mặt công trình, chiều dày lớp đệm đá phải đảm bảo yêu cầu về mặt cấu tạo và phân tán lực sao cho nền đất có khả năng chịu tải. PhÝa ngoµi biÓn PhÝa trong §Öm ®¸ h®® d d d db f b r §Ønh ®ª Hình 5.8. Mặt cắt ngang đê tường đứng. Trên cơ sở đó ta chọn cao trình thềm đá nằm trong đất nền. Các đặc trưng của mặt cắt ngang phải được xác định cho từng phân đoạn. 5.B.3. Mặt cắt dọc đê tường đứng thùng chìm. Thông thường đê chắn sóng được thi công ở độ sâu tự nhiên nhưng nền móng đã được sơ bộ chuẩn bị. Các lớp đệm đá phải được làm phẳng, cao trình của lớp đệm đá phải thoả mãn điều kiện kỹ thuật. Cao trình của lớp đệm đá phải nằm ở độ sâu >1,25 chiều cao sóng thiết kế tại chân công trình. Tránh trường hợp tạo sóng vỡ trước mặt công trình, chiều dày lớp đệm đá phải đảm bảo yêu cầu kỹ thụât về mặt cấu tạo và phân tán lực sao cho nền đất có khả năng chịu tải. Đê chắn sóng theo chiều dọc trên mặt bằng thường có hình dạng gẫy góc và có thể chia làm 3 phần: gốc đê, thân đê, đầu đê. Mỗi phần có thể có giải pháp cấu tạo khác nhau, ngay trên cùng một đoạn thân đê cũng có thể có nhiều giải pháp kết cấu và kích thước kết cấu khác nhau. Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 59 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Phần gốc đê được bố trí sâu vào trong bờ một đoạn bằng 1,5 lần chiều cao sóng. Đường bờ trên các đoạn đó phải gia cố ở bề mặt, biện pháp này nhằm bảo vệ gối khỏi sự phá hoại của sóng. Do sự chênh lệch của cao trình đường bờ dọc theo chiều dài đê là tương đối lớn, do đó ĐCS có thể được thiết kế theo dạng bậc thang, chiều cao kết cấu phụ thuộc vào độ dốc đáy và kết cấu công trình. Trong trường hợp công trình dạng khối xếp thì chiều cao mỗi bậc bằng một hàng khối xếp. Đê được bố trí trên các nền đất có cấu tạo địa chất không đều nên độ lún sẽ khác nhau. Mặt khác các phân đoạn có chiều cao khác nhau cũng gây ra độ lún khác nhau chính vì vậy cho nên toàn bộ công trình theo chiều dọc cũng phải chia làm các phân đoạn dài từ 25÷45m. Các phân đoạn này cách nhau bởi khe lún thẳng đứng. Khi chiều cao của lớp đệm đá cao hơn 2m thì phân đoạn lún thường lấy bằng 25m. Khi chiều cao lớp đệm < 2m thì phân đoạn lún < 45m. Bề rộng khe lún không vượt quá 5 cm. Phần đầu và thân đê cũng chia thành các khe lún thẳng đứng. 5.B.4. Xác định cao trình đỉnh đê. Tương tự như xác định cao trình đỉnh của đê chắn song mái nghiêng. Ta vẫn sử dụng 2 phương pháp tính là + xác định cao trình đỉnh theo tiêu chuẩn song leo + xác định cao trình đỉnh đê theo tiêu chuẩn song tràn 5.B.4.1. Xác định cao trình đỉnh đê theo tiêu chuẩn sóng tràn. Franco xây dựng lên công thức tính lưu lượng tràn cho tường đứng thấm và không thấm, sóng không vỡ, đỉnh sóng ngắn và dài 3 sgH q = 0,082exp(-3 βγγ ss c H R 1 ) (5.18) Trong đó : q : lưu lượng tràn (m3/s/m) ta vẫn lấy bằng 100l/m/s ( để so sánh với cao trình đỉnh đê mái nghiêng) Hs: chiều cao sóng trước chân công trình ( tra trong bảng 25) Rc: độ vượt không của đỉnh đê trên mực nước thiết kế γβ, γσ: là các hệ số triết giảm Góc sóng tới công trình=80 vậy theo Franco thì γβ=0,83 γσ : hệ số phụ thuộc vào hình dạng mặt tường. Với tường phẳng không thấm thì γσ =1 Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 60 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Từ công thức 5.18 ta có Q = 0,082exp(-3 βγγ ss c H R 1 ) * sgH 3 = 5.954exp(-0.445R c ) Tiến hành tính toán bằng phương pháp thử dần khi đã khống chế được giá trị q ta sẽ tính được khoảng vượt không Rc. Bảng 5-15: Tính toán chiều cao vượt không Rc theo tiêu chuẩn sóng tràn Rc (m) q (m3) 5 0.643433 5.5 0.515078 6 0.412328 6.5 0.330075 7 0.26423 7.5 0.21152 8 0.169325 8.5 0.135547 9 0.108507 9.5 0.086862 10 0.069534 10.5 0.055663 11 0.044559 Từ kết quả thử dần ta thấy với Rc = 9 (m) thì lưu lượng tràn q = 100l/m/s Do đó cao trình đỉnh đê là : =Δ Rc+MNTK=9+ 3.465 = 12.465 (m) 5B.4.2. Xác định cao trình đỉnh đê theo tiêu chuẩn sóng truyền. Chiều cao sóng truyền qua đê chắn sóng tΚ = 22 ttto Κ+Κ = i t Η Η Τ (SPM II- T7-80- CT7-19) Khi tính toán đến cao trính đỉnh đê ta phải xem xét đến chiều cao sóng truyền vào trong cảng. thông thường chiều cao sóng trong cảng thường không vượt quá 0.8 (m) để tàu thuyền có thể neo đậu được Với tΚ là hệ số truyền sóng qua công trình toΚ là hệ số truyền sóng do hiện tượng sóng tràn qua công trình ttΚ là hệ số truyền sóng qua thân của công trình vì ta coi đập chắn sóng là không thấm nên hệ số ttΚ = 0 Từ đây ta có tΚ = toΚ Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 61 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Xác định hệ số sóng truyền qua đê theo công thức của GoDa 1969 ta có tΚ = ⎥⎥⎦ ⎤ ⎢⎢⎣ ⎡ ⎭⎬ ⎫ ⎩⎨ ⎧ ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ +− βα π s c H R * 2 sin1 (5.19) Với R c là độ vượt không của đỉnh đê. Các hệ số βα; đối với tường đứng là 4.0;2.2 == βα Hs: chiều cao sóng trước chân công trình ( tra trong bảng 25) Mặt khác ta có : tΚ = i t Η Η Τ suy ra H t = tΚ *H i = 8.13* ⎥⎥⎦ ⎤ ⎢⎢⎣ ⎡ ⎭⎬ ⎫ ⎩⎨ ⎧ ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ +− βα π s c H R * 2 sin1 Thay các giá trị đã có và dùng phương pháp thử dần ta có kết quả như sau: Bảng 5-16: Tính toán chiều cao vượt không Rc theo tiêu chuẩn sóng truyền Rc (m) Ht (m) 5 2.742694 5.5 2.480735 6 2.229655 6.5 1.98994 7 1.76205 7.5 1.546424 8 1.343477 8.5 1.153602 9 0.977162 9.5 0.814498 10 0.665924 10.5 0.531724 11 0.412159 Từ kết quả tính toán trên ta thấy với R c = 9.6m thì chiều cao sóng H t =0.783(m) Thỏa mãn điều kiện sóng truyền trong cảng. Vậy cao trình đỉnh đê là =Δ Rc+MNTK=9.6+ 3.465 = 13.065 (m) So sánh kết quả từ 2 phương án tính toán cao trình đỉnh của đê chắn sóng ta thấy kết quả tính theo tiêu chuẩn sóng truyền cho kết quả lớn hơn. Vậy cao trình đỉnh đê chắn sóng dạng tường đứng được chọn theo kết quả mà ta tìm được dựa vào điều kiện sóng truyền. Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 62 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Vậy cao trình đỉnh đê chắn sóng dạng tường đứng là: =Δ Rc+MNTK=9.6+ 3.465 = 13.065 (m) 5.B.5. Thiết kế thềm đá. 5.B.5.1. Công dụng của thềm đá. Phân bố ứng suất lên đất nền tự nhiên để thỏa mãn khả năng chịu lực của đất nền Bảo vệ đất nền dưới chân công trình không bị xói Làm bằng phẳng bề mặ cho kết cấu bên trên Gia tải làm tăng ổn định trượt cung tròn 5.B.5.2. Cao trình đỉnh thềm đá. Cao trình của lớp đệm đá phải nằm ở độ sâu >1,25 chiều cao sóng thiết kế tại chân công trình. Tránh trường hợp tạo sóng vỡ trước mặt công trình. Theo CEM bảng VI-5-46 thì cao trình thềm đá ở độ sâu thỏa mãn 0,4<hb/hs<0,9 Vì đê chắn sóng mà ta thiết kế có chiều cao tương đối lớn. Do đó ta phải chọn tỷ số hb/hs tương đối lớn tương ứng với thềm đá thuộc loại đỉnh thấp ta chọn tỷ số hb/hs=0,7 Hình 5-9: kích thước cơ bản tường đứng Cao trình thềm đá so với đáy biển Δ =MNTK-hb Kết quả tính toán ở bảng sau: Bảng 5-17: Cao trình thềm đá Vị trí Cao trình Δ (m) Đầu đê 5.54 Thân đê 5.84 Gốc đê 3.44 Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 63 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Chọn hệ số mái phía biển là 1:2, hệ số mái phía bên trong là 2:3 Theo CEM bảng VI-5-48 công thức của Madrigal và Valdés (1995) cho đá đổ 2 lớp tính đường kính viên đá chân thềm: Ns= 50n s D H Δ =(5,8 6,0−s b h h )Nod0.19 Chọn hệ số ổn định Nod=2 Miền áp dụng 0,5<hb/hs<0,8; 7,5<hb/Dn50<17,5; 0,3<Bm/hs<0,55; Δ=1,65 Kết quả thành lập ở bảng sau: Bảng 5-18: kết quả tính toán Dn50 Vị trí m.c Dn50 (m) Đầu đê 1.145 Thân đê 1.25 Gốc đê 0.69 Khối phủ chân thềm dùng đá đổ 2 lớp. Vậy chiều dày khối phủ chân thềm là: Bảng 5-19: kết quả tính toán chiều dày chân thềm Vị trí m.c T=2D 50 (m) Đầu đê 2.29 Thân đê 2.5 Gốc đê 1.38 Chiều cao từ đáy biển đến chân tường đứng là T1 = Δ - T Bảng 5-20 Vị trí m.c T1 (m) Đoạn 1 3.25 Đoạn 2 3.34 Đoạn 3 2.06 Bề rộng thềm đá theo công thức thực nghiệm của Nhật Bản là 5(m) đối với thềm ngoài và 3(m) đối với thềm trong. Ứnh với mỗi đoạn thì độ sâu thềm đá đều >1,25Hs. Vậy cao trình ta chọn là thỏa mãn Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 64 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B 5.B.6 .Xác định bề rộng tường đứng. Bề rộng tường đứng được xác định dựa vào điều kiện đảm bảo giao thông trên mặt đê và điều kiện ổn định chống trượt và lật của đê. Dựa vào công thức kinh nghiệm có thể sơ bộ xác định bề rộng tường đứng như sau: B=(1,7-2,6)Hs Sơ bộ xác định bề rộng B ta chọn : B = 2.6 Hs Bảng 5-21: sơ bộ xác định bề rộng B Vị trí m.c B (m) Đầu đê 19.37 Thân đê 21.14 Gốc đê 11.62 Để kiểm tra bề rộng B có thỏa mãn hay không ta tính toán theo phương pháp của Goda tính toán cho tổ hợp tải trọng là lớn nhất. ( theo tài liệu chương3 Bể Cảng Đê Chắn Sóng) Hình 5-10 tải trọng tác dụng theo Goda *η =0,75(1+χοσβ)λ1Ηd HD: Chiều cao sóng thiết kế tại vị trí công trình xác định ở trạng thái biển thiết kế HD=1,8Hs p1=0,5(1+cosβ)(λ1α1+λ2α2χοσ2β) gρ ΗD Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 65 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B p2=(1- *η ch )p1 với *η >hc p2=0 với *η <hc p3=α1π1 pu=0,5(1+cosβ)λ1α1α3 gρ ΗD β: góc tới của sóng (là góc giữa đỉnh sóng và mặt tường) hs:độ sâu nước tại chân công trình α1=0,6+0,5 2 4 sinh 4 ⎥⎥ ⎥⎥ ⎦ ⎤ ⎢⎢ ⎢⎢ ⎣ ⎡ ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ L h L h s s π π ;α2=min ⎥⎥⎦ ⎤ ⎢⎢⎣ ⎡ ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛− D D b b H d d H h dh 2; 3 2 α3=1- s cw h hh − ⎥⎥ ⎥⎥ ⎦ ⎤ ⎢⎢ ⎢⎢ ⎣ ⎡ ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛− L hsπ2cosh 11 L: chiều dài sóng tại độ sâu hb ứng với sóng đáng kể có chu kỳ Ts mT1,1≈ với Tm là chu kỳ sóng trung bình L= ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ L hgT ss π π 2 tanh 2 2 hb:độ sâu nước cách tường khoảng 5Hs; hb=hs+5Hs/cotα với cotα là độ dốc của bãi biển λ1, λ2, λ3các hệ số biến đổi phụ thuộc vào loại kết cấu. Với kết cấu tường đứng thông thường các hệ số này =1 Bằng phép tính thử dần ta tính được chiều dài bước sóng theo bảng sau: Bảng 5-22: chiều dài bước sóng Vị trí m.c L(m) Đầu đê 122 Thân đê 124 Gốc đê 101 Độ sâu nước cách tường khoảng 5H s cho từng mặt cắt Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 66 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Bảng 5-23: tính toán hb Vị trí m.c hb (m) Đầu đê 18.77 Thân đê 19.77 Đoạn 3 11.77 Bảng 5-23: Kết quả tính toán α1,α2,α3, *η cho từng mặt cắt Vị trí m.c L α1 α2 α3 *η Đầu đê 122 0.77 0,1106 0,73 20 Thân đê 124 0.76 0,119 0,714 21.85 Gốc đê 101 0.86 0,016 0,83 11,84 Bảng 5-24: Kết quả tính p1,p2,p3,pu cho từng mặt cắt Vị trí m.c P1 P2 P3 pu Đầu đê 117 40.57 85.41 75.65 Thân đê 119 47.85 84,97 79.5 Gốc đê 37.6 0 31.21 55.7 Hình 5-11 Tổ hợp các lực tác dụng lên tường đứng Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 67 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Hình 5-12 Xác định ổn định trượt Hình 5-13 Xác định ổn định lật 5.B.6 .1. Tính toán theo ổn định trượt. Hệ số ổn định trượt SFs=μ h uG F FF − μ : Hệ số ma sát lấy μ=0,6 Ta có FG=(γhw-γh,)B Hay FG=(2,3hcB+2,1h’B-1,025Bh’)g (kN/m3) Trong đó 2,3 và 2,1 lần lượt là tỷ trọng của vật liệu trên và dưới mực nước thiết kế. Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 68 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Fu=0,5puB; Fh=0,5(p1+p2)hc+0,5(p1+p3)h, Hệ số ổn định trượt SFs=μ h uG F FF − μ : Hệ số ma sát lấy μ=0,6 Kết quả tính toán ở bảng sau: Bảng 5-25: kết quả tính toán ổn định trượt Vị trí m.c B FG Fu Fh SFs Đầu đê 19.37 7303.72 732.67 2296.22 1.7171 Thân đê 21.14 8173.99 840.315 2445.439 1.79935 Gốc đê 11.62 3874.12 323.617 561.522 3.7937 5.B.6.2. Tính toán theo ổn định lật. Hệ số ổn định lật SFo= h uG M MM − MG=0,5B*FG Mu= 3 2 FuB Mh= 6 1 (2P1+P3)h’2+0,5(P1+P2)hch’+ 6 1 (P1+2P2)hc2 Kết quả tính toán thành lập bảng sau Bảng 5-26: kết quả tính toán ổn định trượt Đoạn MH MU MG SF0 Đoạn 1 42093.12433 9461.215162 70736.558 1.455709069 Đoạn 2 46698.41817 11842.8394 86399.16483 1.59654927 Đoạn 3 7639.444172 2506.953027 22508.6411 2.61821248 Vậy bề rộng B mà ta chọn thỏa mãn ổn định trượt và lật. Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 69 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B 0,1Pd 0,4Pd Pd 0,4Pd 0,1Pd §Ønh c«ng tr×nh 5 4 2 1 3MNTT CHƯƠNG VI : THIẾT KẾ KỸ THUẬT 6.1. Tính toán ổn định công trình. 6.1.1. Tải trọng sóng lên đê mái nghiêng. Tải trọng sóng lên đê mái nghiêng được tính như đối với trường hợp kè ốp bờ (thiên về an toàn). Ngoại lực tác dụng lên đê mái nghiêng khi tính ổn định chủ yếu là áp lực sóng. Áp lực sóng tác dụng lên đê mái nghiêng được xác định theo trang 97 “14TCN130-2002” đối với mái dốc được gia cố bằng những tấm lắp ghép hoặc đổ tại chỗ và có mái dốc: 1,5 ≤ ctgω ≤ 5. Biểu đồ áp lực tựa tĩnh lấy theo sơ đồ như sau: Hình 6-1: Sơ đồ tính áp lực sóng lên mái nghiêng. Trong đó Pd được xác định theo công thức sau: srellsd HgPkkP ⋅⋅⋅⋅⋅= ρ (6-1) Trong đó: ks được xác định theo công thức sau: ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ ⋅−⋅+⋅+= s s s s s L H g L H k 15,1028,0cot8,485,0 ϕ Thay số vào ta có ks=1,12 Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 70 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B kt hệ số được tra theo bảng E1 trang 97 “14TCN130-2002” phụ thuộc vào độ thoải của sóng s s H L .với s s H L = 13 Bảng 6.1: Hệ số kt ss HL / 10 15 20 25 35 kt 1 1,15 1,3 1,35 1,48 Từ bảng trên ta có kt=1,1 Prel – giá trị áp lực sóng tương đối xác định theo bảng E2 trang 97 “14 TCN 130- 2002” dựa vào 5.1 13.8= m H s = 5.42 4≥ Ta có Prel =1,7 Cao độ z2(m) được xác định theo công thức: ( )( )BActg ctg Az ++−+= 1211 222 ϕϕ A và B là các đại lượng tính bằng m, xác định theo công thức sau: ϕ ϕ 2 21023,047,0 ctg ctg H L HA s s s + ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ += =9.14(m) ( ) ⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ −−= s s s L H ctgHB 25,084,095,0 ϕ = 7.11(m) Kết quả tính toán z2=0,58 (m) z3 là độ cao ứng với chiều cao sóng leo lên mái dốc. Tính với chiều cao sóng leo Xác định hệ số sóng leo : Lo Hi θξ tan= Với tanθ là độ dốc mái đê . (cotgθ = 1.5 chọn ở trên ) Hi chiều cao sóng tới trước chân công trình Hi = 8.13 m Lo chiều dài sóng nước sâu Lo = 135 m Thay số vào ta có ξ = 2.72 Vậy chiều cao sóng leo lên công trình là : H u = iΗ *ξ * rγ (giáo trình CSKTB) Với rγ là hệ số chiết giảm của mái đê ( đối với mái Tetrapo ta chọn rγ =0.38) Suy ra chiều cao sóng leo lên công trình là : uΗ = 8.13*2.72*0.38 = 8.4m Pd=171.2 (KN/m2) Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 71 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Các khoảng li ứng với các giá trị áp lực sóng bằng 0,4Pd và 0,1Pd được xác định theo công thức sau: l1 = 0,0125lω (m) l2 = 0,0325lω (m) l3 = 0,0265lω (m) l4 = 0,0675lω (m) Trong đó: 4 2 1cot cot − = ϕ ϕ ϕ g gL l s =154 l1= 1,925 (m) ;l2=5 (m) ; l3=4,08 (m) ; l4= 10,4 (m) Ta gọi P1, P2, P3, P4, P5 là áp lực sóng tập trung ứng với các vùng biểu đồ áp lực sóng. Giá trị của tải trọng tập trung này được tính như sau: ( ) ( ) 5.2704,01,0 2 1 341 =−⋅+⋅= llPPP dd (Kn/m) ( ) 95.4884,0 2 1 32 =⋅+⋅= lPPP dd (Kn/m) ( ) 07.2304,0 2 1 13 =⋅+⋅= lPPP dd (Kn/m) ( ) ( ) 61.1311,04,0 2 1 124 =−⋅+⋅= llPPP dd (Kn/m) ( ) 78.95 sin 11,0 2 1 2235 =⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ −⋅+⋅⋅= lzzPP d ϕ (Kn/m) P = ∑ p i = 1217 ( Kn/m) 6.1.2. Tải trọng bản thân của công trình. Trọng lượng bản thân của công trình được xác định dựa hình dạng mặt cắt của từng phân đoạn công trình. Ở đây ta xét với 1 đơn vị chiều dài đối với 3 mặt cắt là đầu đê , thân đê và gốc đê. Dựa vào kích thước hình học của từng mặt cắt ta có kết quả như sau: Bảng 6-2: Tải trọng bản thân công trinh. Vị trí m.c Đầu đê Thân đê Gốc đê Wi (T/m) 1100 1200 820 Xác định sức chịu tải của đất nền, tính toán được tải trọng truyền xuống đất nền là ứng với mặt cắt gốc đê tải trọng truyền xuống đất nền là: q1 = 11.3(T/m 2 ) ứng với mặt cắt tại thân đê tải trọng truyền xuống đất nền là q 2 = 11.4(T/m 2 ) ứng với mặt cắt tại đầu đê tải trọng truyền xuống đất nên là q 3 = 11 (T/m 2 ) Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 72 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B 6.2. Tính toán ổn định trượt cung tròn cho đê mái nghiêng. Tương tự như các công trình thuỷ công khác, phương pháp trượt cung tròn được áp dụng tính ổn định trượt sâu cho đê chắn sóng mái nghiêng. Song mỗi cung trượt chỉ có ý nghĩa cho riêng từng mái (trong hoặc ngoài). Hình 6.2. Sơ đồ tính trượt cung tròn. Tâm trượt O phải chọn sao cho mặt trượt không vượt quá mép đối diện của đỉnh đê (hình 3-25) và các công thức kiểm tra trượt cung tròn viết ở một trong hai dạng dưới đây: ( ) ∑∑ ∑ + += aHxW tgWlCR K ii iiI . cos' 1ϕα (6.2) ( ) ∑∑ ∑ + += aH R W tgWlC K ii iiiI .1sin sincos' 1 2 α αϕα (6.3) Trong đó : K : Hệ số ổn định, đối với đê mái nghiêng K>1,3; R : Bán kính cung tròn trượt; C1 : Lực dính của đất lấy theo qui định của trạng thái giới hạn I; ϕI : Góc nội ma sát lấy theo qui định của trạng thái giới hạn I; li : Chiều dài đoạn cung tròn trượt tương ứng với nguyên tố chia nhỏ thứ i; xi : Khoảng cách nằm ngang từ trọng tâm của nguyên tố chia nhỏ thứ i tới tâm trượt; αi : Gradien của đường đáy nguyên tố thứ i; H : Ngoại lực tối đa theo phương nằm ngang tác động lên khối vật liệu đê ở trong cung trượt (áp lực thuỷ tĩnh, áp lực sóng, áp lực đất vv..); a : Cánh tay đòn của ngoại lực h đối với tâm trượt O; Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 73 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B W : Tổng trọng lượng thực của nguyên tố chia nhỏ thứ i; W’ : Tổng trọng lượng hữu hiệu của nguyên tố chia nhỏ thứ i (bao gồm trọng lượng vật liệu và gia tải, đối với vật liệu ngâm trong nước tính với dung trọng đẩy nổi). Vì bài toán ổn định chung của kết cấu đê chắn sóng mái ngiêng tính theo trạng thái giới hạn, nên hai công thức trên phải đưa về dạng: ( ) ∑∑ ∑ +≤+ 1cos'.).... ϕα tgWlCRKmaHxWmnn iiIniidC (6.4) Các hệ số nc, n, md, Kn có ý nghĩa như các công thức trên. Khi tính toán ổn định trượt cung tròn ta cần xác định được vị trí của tâm trượt nguy hiểm nhất và tương ứng với nó là bán kính trượt nguy hiểm nhất. Các đại lượng này được xác định theo kinh nghiệm hoặc theo các lí thuyết khác nhau. 6.2.1. Xác định tâm trượt nguy hiểm nhất. 6.2.1.1. Phương pháp của Fađeec. Theo viện sĩ Fađeec tâm trượt ban đầu O có thể tìm bằng phương pháp gần đúng như sau : R2 R1 H K B C 900 m Hình 6.2. Sơ đồ xác định vùng tâm trượt theo Fađeec. Tại điểm K là trung điểm của mái đê kẻ một đường với mái đê một góc 85o và một đường thẳng đứng . Theo phương pháp này thì tâm trượt nguy hiểm nhất nằm trong vùng dẻ quạt giới hạn bởi 2 tia KB và KC và hai cung tròn có bán kính R1 và R2. Giá trị của R1 và R2 phụ thuộc vào mái dốc m được lấy theo bảng sau : Bảng 6.3. Xác định bán kính R1 và R2 . m 1 2 3 4 5 6 H R1 0,75 0,75 1,0 1,5 2,2 3,0 H R2 1,5 1,75 2,3 3,75 4,8 5,5 Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 74 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B 6.2.1.2. Phương pháp gần đúng. Sơ đồ tính toán tân trượt nguy hiểm nhất theo phương pháp gần đúng như sau: K m H H 4.5H 0 N M P Q O O O O O 1 2 3 4 minmin min 5 O O 1 2 0 Hình 6.3. Sơ đồ xác định tâm trượt nguy hiểm theo phương pháp gần đúng. * Cách làm: - Từ điểm M ta hạ xuống một đoạn có giá trị bằng H (H là chiều cao của công trình) ta xác định được điểm P. - Từ P gióng một đường theo phương ngang cách P một đoạn bằng 4,5H ta xác định được điểm K. - Xác định điểm Q bằng cách từ N và M vẽ các tia hợp với mái đê các góc tương ứng là θ1 và θ2. Giá trị của θ1 và θ2 phụ thuộc vào mái dốc công trình và được tra theo bảng 6.2. Hai tia này cắt nhau tại Q. - Trên tia KQ ta tiến hành lấy một số tâm trượt O1, O2,...,Oi. Sau đó ứng với mỗi tâm trươt Oi ta tính toán với nhiều bán kính trượt khác nhau đẻ tìm ra một hệ số ổn định trượt Ki bé nhất để đặc trưng cho tâm trượt Oi. - Với mỗi tâm trượt Oi ta xác định được một hệ số ổn định Ki. Tại các điểm Oi trên tia KQ ta dựng các đoạn thẳng vuông góc với tia KQ có độ dài bàng độ lớn của hệ số ổn định Ki. - Vẽ một đường cong đi qua đỉnh của các đoạn thẳng trên và tìm điểm thấp nhất trên đường cong đó gióng xuống tia KQ ta được vị trí của tâm trượt Omin. - Từ vị trí Omin ta vẽ một đường thẳng vuông góc với KQ. Trên tia náy ta lại chọn một số tâm trượt và tính toán theo trình tự như trên ta xác định được vị trí của tâm trượt Omin min. Đây là tâm trượt nguy hiểm nhất cần tìm. Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 75 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Bảng 6.4. Bảng tra các giá trị của θ1 và θ2. Mái dốc m 1 2 3 4 5 6 θ1 (độ) 28 25 25 25 25 25 θ2 (độ) 34 35 35 36 37 37 6.2.2. Xác định bán kính trượt nguy hiểm nhất ứng với mỗi tâm trượt. Dựa vào kinh nghiệm thực tế Xo-kon-x-ki cho rằng mặt trượt của mái dốc thường ăn sâu xuống đất nền không quá 1,5H (H: chiều cao mái dốc). H t O R m Hình 6.4. Sơ đồ xác định mặt trượt cung tròn. Tỷ số giữa bán kính cung trượt và chiều cao mái dốc phụ thuộc vào chiều sâu mặt trượt t được cho trong bảng sau: Bảng 6.5. Xác định bán kính cung trượt R. R/H khi hệ số mái dốc m bằng t/H 1 2 3 4 5 6 0,25 1,5÷2 1,6÷2,2 2,3÷3 3÷4,5 4÷5,5 5÷6,5 0,5 1,5÷2,3 1,8÷2,6 2,4÷3,2 3÷4,5 4÷5,5 5÷6,5 1,0 2÷2,5 2,2÷3 2,6÷3,5 3,5÷4,5 4÷5,5 5÷6,5 1,5 2,75÷3,5 3÷3,75 3÷4,2 3,5÷4,5 4÷5,5 5÷6,5 Ngoài ra ta có thể tính toán ổn định trượt cung tròn bằng phần mềm Geoslop. Trong phần này ta sử dụng phần mêm Geoslop để tính ổn định cung trượt . dựa vào kết quả tính toán áp lực sóng ở phần 6.1 Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 76 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B 6.2.2.1. Kết quả tính toán đối với trường hợp mặt trượt đi thân đê. Hình 6-5: tính toán cung trượt bằng phương pháp Geoslop với mặt trượt đi qua thân đê Hệ số K min = 1.478 > k =1.3 ( thảo mãn yêu cầu) do đó công trình đảm bảo ổn định trượt cung tròn. 6.2.2.2. Kết quả tính toán đối với trường hợp mặt trượt đi thân đê và nền đê. Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 77 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Hình 6-6: tính toán cung trượt bằng phương pháp Geoslop với mặt trượt đi qua thân đê và nền đê Hệ số K min = 1.365 > k =1.3 ( thảo mãn yêu cầu) do đó công trình đảm bảo ổn định trượt cung tròn. 6.3. Kiểm tra trượt phẳng đê mái nghiêng. Đê kiểm tra điều kiên trượt phẳng của đê mái nghiêng ta kiểm tra một đoạn đê với chiều dài là 1m và coi trong 1m dài đó hình dạng mặt cắt của đê là không đổi Vì thân đê Bắc có kích thước và khối lượng lớn nhất nên ta chỉ kiểm tra ổn định cho đầu đê Bắc. Nếu thoả mãn điều kiện ổn định thì toàn bộ đê ổn định. Nếu không thoả mãn của điều kiện ổn định thì ta phải kiểm tra cho từng phân đoạn còn lại của đê. Điều kiện ổn định: ms n tdc fGK mRmnn ..... ≤ ( 6-5) Trong đó: fms - hệ số ma sát giữa đáy công trình và đất nền, fms = 0,5; nc - hệ số tổ hợp tải trọng, nc = 1; n - hệ số vượt tải, n = 1,25; mđ - hệ số điều kiện làm việc bổ xung, mđ =1; m - hệ số điều kiện làm việc, m = 1,15; Kn - hệ số tin cậy, đối với công trình đê chắn sóng mái nghiêng của ta là công trình cấp II nên ta lấy Kn = 1.2 Rt - tổng lực gây trượt, ta có : 101012177,33coscos =⋅=⋅= ∑PRtr α KN G – trọng lượng của công trình; ( ở đây là trọng lượng của 1m dài phần thân đê) Theo bảng 6-2 thì G = 1200 (T) = 12*10 4 (Kn) Thay vào công thức tính ổn định ( 6-5)ta có: 1*1.25*1*1010< 5.0*10*12* 2.1 15.1 4 Vậy công trình của ta ổn định trượt phẳng Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 78 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B CHƯƠNG VII : CHUYÊN ĐỀ NGHIÊN CỨU SỰ PHÁT TRIỂN CỦA HỐ XÓI TRƯỚC CHÂN CÔNG TRÌNH VÀ CÁC GIẢI PHÁP BẢO VỆ PHÙ HỢP 7.1. giới thiệu chung. Trong thiết kế công trình biển nói chung cũng như công trình bảo vệ bờ nói riêng một trong những vấn đề quan trọng cần quan tâm đó là bảo vệ chân công trình trước diễn biến xói lở bãi và sự xuất hiện các hố xói cục bộ trước công trình. Xói trước chân công trình thường xuất hiện dưới tác động của dòng, sóng và tương tác của chúng với công trình. Để đảm bảo công trình làm việc an toàn trước sự xuất hiện xói lở nêu trên thì kết cấu bảo vệ chân công trình cần phải được thiết kế có kích thước đủ lớn (chiều sâu và phạm vi bảo vệ). Việc lựa chọn kích thước thiết kế trở nên hợp lý hơn nếu nó được dựa trên cơ sở dự báo kích thước hố xói trước chân công trình. Trong phần chuyên đề này em xin đưa ra một số phương pháp tính hố xói trước chân công trình và bài toán áp dụng đối với đê chắn sóng của cảng Dung Quất. để từ đó có những phương án cần thiết để bảo vệ cho tuyến đê quan trọng nay. 7.2. Các phương pháp dự báo xác định kích thước hố xói. Có hai hình thức xói là xói thường xuyên và xói cục bộ. Xói thường xuyên là xói do tác động liên tục của dòng chảy và sóng trong quá trình vận chuyển bùn cát dọc bờ. Xói cục bộ: nguyên nhân phát sinh là sự kết hợp của cả vận chuyển bùn cát dọc bờ với ngang bờ nhưng chủ yếu là do vận chuyển bùn cát dọc bờ dưới tác động của biên cực hạn sóng trong bão. Trong khuôn khổ của báo cáo này ta tập trung đi nghiên cứu sâu về xói cục bộ. Xói thường xuyên có thể dự báo thông qua mô phỏng bằng các mô hình toán như UNIBEST, DELFT 3D… 7.3. Các phương pháp xác định chiều sâu hố xói. 7.3.1. Khái niệm chung. Trong thiết kế công trình thủy, chiều sâu cần bảo vệ trước chân công trình rõ ràng phải lớn hơn hoặc bằng độ sâu lớn nhất của hố xói có thể xuất hiện. Độ sâu này được xem như là độ sâu hố xói cân bằng trong toàn bộ thời gian công trình hoạt động hay tuổi thọ công trình. Theo các kết quả rút ra từ thực nghiệm độ sâu này nằm trong khoảng từ 0.5 đến 1 lần chiều cao sóng hiệu quả (Hs).Tuy nhiên, cơ chế hình thành và bản chất vật lý của sự xuất hiện hố xói lại phụ thuộc rất nhiều vào các tham số và nhiều điều kiện bất lợi khác. Trong những năm gần đây, một vài nghiên cứu về sự phát triển hố xói quanh công trình xây dựng bờ biển được thực hiện. Hầu hết các nghiên cứu này thực hiện dựa trên các mô hình toán, mô hình vật lý hay kết hợp cả hai loại mô hình trên. Những tác động do sóng gây ra cho ta hình ảnh của măt cắt ngang bị xói của bãi biển trước chân công trình Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 79 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Hình 7-1 cắt ngang của hố xói tại chân công trình Theo tổng kết nghiên cứu được đưa ra trong cuốn “Sổ tay kỹ thuật bờ biển” có các kết luận về sự hình thành hố xói trước chân công trình và các yếu tố ảnh hưởng như sau: • Hố xói lớn nhất trước chân công trình mái dốc được đánh giá ở mức độ nào đó nhỏ hơn hố xói tính đối với công trình mái đứng • Công trình với tính thấm lớn hơn cho ta hố xói nhỏ hơn • Độ sâu hố xói sẽ lớn hơn khi có sự xuất hiện dòng ven bờ đồng thời với tác động của sóng • Sóng có độ dốc lớn sẽ tạo ra hố xói lớn hơn có độ dốc bình thường Như vậy, kích thước hố xói phụ thuộc vào: hệ số mái của công trình, khả năng thấm nước, và các đặc trưng của sóng, mực nước trước chân công trình. Trong báo cáo này, trình bày việc nghiên cứu sử dụng các kiến thức mới nhất về dự báo xói cục bộ thông qua các mô hình thực nghiệm và bán thực nghiệm. Nội dung các phương pháp tính toán xác định kích thước hố xói sẽ được trình bày tóm tắt trong các phần tiếp theo. 7.3.2. Phương pháp McDougal. Được McDougal đưa ra công thức tính chiều sâu hố xói trước chân tường đứng trên bãi biển dốc. Khi sử dụng công thức này cần phải có được các số liệu cần thiết về sóng nước sâu như: chiều cao sóng(Ho), chiều dài sóng(L0), chiều sâu nước (hw) cũng như kích thước hạt bảo vệ trước chân công trình. 3/125.02.0 85.042.0 ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛= d H H h Ho Lom H S o o w o (7-1) Trong đó S(m): độ sâu hố xói đối với tường đứng Ho(m): chiều cao sãng ở vùng nước sâu Lo (m): bước sãng vùng nước sâu hw (m): độ sâu của chân công trình so với mực nước trung bình trong nhiều năm. d (m): kích thước hạt cát ở chân công trình. điểm bụng điểm nút điểm nút Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 80 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Hình 7-2 Sơ đồ tính kích thước hố xói theo phương pháp McDougal 7.3.3. Phương pháp Xie. Phương pháp này được Xie đưa ra năm 1981 để xác định độ sâu lớn nhất của hố xói, nó chỉ được áp dụng với các công trình dạng tường đứng có độ dốc bãi biển rất bé coi như chiều sâu nước là không đổi. Tính toán cho cả trường hợp có và không có bùn cát lơ lửng di chuyển trước chân công trình. Cần phải có số liệu về sóng và độ sâu nước ở vùng nước nông nơi xảy ra xói. Hình 7-3 Biểu đồ tính kích thước hố xói theo Xie. tường đứng Có bùn cát lơ lửng Không có bùn cát lơ lửng Các đặc trưng sóng nứơc sâu độ dốc của mái tường đứng Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 81 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Trong đó H và L là các đặc trưng của sóng địa phương H (m): chiều cao sóng L (m) : bước sóng 7.3.4. Phương pháp Sumer & Fredsoe. đây là phương pháp phát triển cho đập chắn sóng Phương pháp này được xây dựng dựa trên phân tích kết qủa của mô hình thí nghiệm và trình bày dưới dạng đồ thị (hình 8) và công thức chung. Phạm vi áp dụng của phương pháp giới hạn bởi mái dốc α nằm trong khoảng từ 300 (nghiêng) đến 900 (đứng). Trong đó α là góc tại đáy dốc, hợp bởi mái ngoài công trình và phương nằm ngang. Tuy nhiên trong một số trường hợp có thể áp dụng với góc dốc mái nhỏ hơn 300, khi đó căn cứ vào trường hợp tương đứng với α=900 , sau đó triết giảm bằng hệ số α/90, với α là góc dốc thực tế tính toán. Công thức này sử dụng các đặc trưng sóng cục bộ tại chân công trình. hình 7-4 Biểu đồ tính kích thước hố xói theo Sumer & Fredsoe Theo đó độ sâu hố xói được tính theo công thức: ( ) 35.1 2sinh ⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ = L h f H S π α với 1577.13.0)( α α −−= ef ( 7-2) Trong đó: S (m): Là độ sâu hố xói L(m): Là chiều dài bước sóng trước chân công trình Không có bùn cát lơ lửng Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 82 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B H(m):Chiều cao sóng h(m): Độ sâu nước α (độ): Là góc tại đáy dốc 7.4. Áp dụng phương pháp Sumer & Fredsoe để tính toán cho đê chắn sóng mái nghiêng. Dựa vào phương pháp Sumer & Fredsoe trên ta áp dụng để tính toán chiều sâu hố xói trước đê chắn sóng Dung Quất với phương án đê chắn sóng dạng mái nghiêng trong điều kiện sóng cực trị. Với những điều kiện biên đã tính toán ở chương5 như sau: Điều kiện biên M.C đầu đập D1 M.C thân đập D2 M.C gốc đập D3 Độ sâu ( m) 15 16 8 MNTK (m) 3.465 3.465 3.465 Chiều cao song (m) 7.45 8.13 4.47 7.4.1. Với đê chắn sóng dạng mái nghiêng. Hình 7-5 sơ đồ tính chiều sâu hố xói Áp dụng phương pháp Sumer & Fredsoe Theo đó độ sâu hố xói được tính theo công thức: ( ) 35.1 2sinh ⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ = L h f H S π α với 1577.13.0)( α α −−= ef S (m): Là độ sâu hố xói L(m): Là chiều dài bước sóng trước chân công trình Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 83 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B H(m):Chiều cao sóng h(m): Độ sâu nước α (độ): Là góc tại đáy dốc (α = 33.7 0 ) Tính toán chiếu sâu hố xói tại các mặt cắt điển hình đầu đê, thân đê, gốc đê ứng với chiều sâu nước thay đổi một khoảng là (h , h- h tt ) với h = độ sâu đặt công trình+ MNTK h tt : là độ lớn triều của khu vực. (h tt = 2m) 7.4.1.1. Tính toán chiều sâu hố xói ứng với mặt cắt đầu đê. Ta có h = 18.465m L= 109 m H = 7.45m Áp dụng công thức Sumer & Fredsoe khi độ sâu nước thay đổi từ(18.465; 16.465m) ta có kết quả cho ở bảng sau: Bảng 7-2: Tính chiều sâu hố xói ứng với mặt cắt đầu đê H (m) οα L (m) h (m) S (m) 7.45 33.7 109 16.465 0.741225 7.45 33.7 109 16.565 0.733479 7.45 33.7 109 16.665 0.725842 7.45 33.7 109 16.765 0.718309 7.45 33.7 109 16.865 0.71088 7.45 33.7 109 16.965 0.703553 7.45 33.7 109 17.065 0.696325 7.45 33.7 109 17.165 0.689195 7.45 33.7 109 17.265 0.68216 7.45 33.7 109 17.365 0.67522 7.45 33.7 109 17.465 0.668372 7.45 33.7 109 17.565 0.661614 7.45 33.7 109 17.665 0.654945 7.45 33.7 109 17.765 0.648364 7.45 33.7 109 17.865 0.641868 7.45 33.7 109 17.965 0.635457 7.45 33.7 109 18.065 0.629128 7.45 33.7 109 18.165 0.62288 7.45 33.7 109 18.265 0.616713 7.45 33.7 109 18.365 0.610623 7.45 33.7 109 18.465 0.604611 Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 84 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B S/H 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.15 0.155 0.16 0.165 0.17 0.175 S/H h/ l S/H Hình 7-6: Chiều sâu hố xói theo phương pháp Sumer & Fredsoe với α =33.70 7.4.1.2. Tính chiều sâu hố xói ứng với mặt cắt thân đê. Ta có h = 19.465m L= 11 m H = 8.13 m Áp dụng công thức Sumer & Fredsoe khi độ sâu nước thay đổi từ(19.465; 17.465m) ta có kết quả cho ở bảng sau Bảng 7-3: Tính chiều sâu hố xói ứng với mặt cắt thân đê H(m) οα L (m) h( m) S (m) 8.13 33.7 111 17.465 0.753237 8.13 33.7 111 17.565 0.745683 8.13 33.7 111 17.665 0.738228 8.13 33.7 111 17.765 0.730871 8.13 33.7 111 17.865 0.723609 8.13 33.7 111 17.965 0.716441 8.13 33.7 111 18.065 0.709366 8.13 33.7 111 18.165 0.702381 8.13 33.7 111 18.265 0.695485 8.13 33.7 111 18.365 0.688676 8.13 33.7 111 18.465 0.681954 8.13 33.7 111 18.565 0.675316 8.13 33.7 111 18.665 0.668761 8.13 33.7 111 18.765 0.662287 8.13 33.7 111 18.865 0.655894 8.13 33.7 111 18.965 0.649579 8.13 33.7 111 19.065 0.643342 8.13 33.7 111 19.165 0.637181 8.13 33.7 111 19.265 0.631095 8.13 33.7 111 19.365 0.625083 8.13 33.7 111 19.465 0.619143 Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 85 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B S/H 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.155 0.16 0.165 0.17 0.175 0.18 S/H h/ l S/H Hình 7-7: chiều sâu hố xói theo phương pháp Sumer & Fredsoe ứng với mặt cắt thân đê vàα =33.70 7.4.1.3. Tính toán chiều sâu hố xói ứng với mặt cắt gốc đê. Ta có h = 11.465m L= 97 m H = 4.47 m Áp dụng công thức Sumer & Fredsoe khi độ sâu nước thay đổi từ(11.465; 9.465m) ta có kết quả cho ở bảng sau: Bảng 7-4: Tính chiều sâu hố xói ứng với mặt cắt gốc đê H (m) οα L(m) H (m) S (m) 4.47 33.7 97 9.465 0.898474 4.47 33.7 97 9.565 0.884267 4.47 33.7 97 9.665 0.870397 4.47 33.7 97 9.765 0.856854 4.47 33.7 97 9.865 0.843627 4.47 33.7 97 9.965 0.830704 4.47 33.7 97 10.065 0.818076 4.47 33.7 97 10.165 0.805734 4.47 33.7 97 10.265 0.793667 4.47 33.7 97 10.365 0.781869 4.47 33.7 97 10.465 0.770328 4.47 33.7 97 10.565 0.759039 4.47 33.7 97 10.665 0.747993 4.47 33.7 97 10.765 0.737182 4.47 33.7 97 10.865 0.7266 4.47 33.7 97 10.965 0.71624 Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 86 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B 4.47 33.7 97 11.065 0.706094 4.47 33.7 97 11.165 0.696157 4.47 33.7 97 11.265 0.686422 4.47 33.7 97 11.365 0.676884 4.47 33.7 97 11.465 0.667537 S/H 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0 0.05 0.1 0.15 S/H h/ l S/H Hình 7-8: Chiều sâu hố xói theo phương pháp Sumer & Fredsoe ứng với mặt cắt gốc đê vàα =33.70 Từ quá trình tính toán chiều sâu hố xói trước chân công trình theo phương pháp Sumer & Fredsoe cho đê chắn sóng Dung Quất. ta nhận thấy chiều sâu hố xói lớn nhất xuất hiện ở phần gốc đê. Và tại một mặt cắt khi có sự thay đổi về độ sâu nước thì chiều sâu hố xói cũng sẽ thay đổi khi đó chiều sâu hố xói sẽ lớn nhất khi độ sâu nước là nhỏ nhất. Bảng 7-5: tổng hợp chiều sâu hố xói lớn nhất tại các mặt cắt điển hình vị trí m.c đầu đê thân đê gốc đê S max (m) 0.741 0.753 0.898 Độ sâu cần bảo vệ có giá trị kinh nghiêm tình bằng 1,5Smax Bảng 7-6: tổng hợp độ sâu cần bảo vệ ứng với các mặt cắt điển hinh vị trí m.c đầu đê thân đê gốc đê S bv (m) 1.12 1.13 1.45 Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 87 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Theo Mumer và Fredsoe chiều rộng hố xói được tính theo công thức Tường đứng W= 1. 4 L Với mái nghiêng W = 4 * 90 Lα ( vớiα là góc nghiêng của mái đê) Với đê chắn sóng Dung Quất theo thiết kế chi tiết có độ dốc mái là 1:1.5 thì chiều dài hố xói được tính : W = 4 * 90 7.33 L Bảng 7-7: Chiều dài hố xói được tính tại các mặt cắt đại diện là: vị trí m.c đầu đê thân đê gốc đê W i (m) 10.2 10.4 9.1 Qua kết quả tính toán kích thước hố xói ta thấy chiều sâu hố xói trước chân công trình không gây ảnh hưởng tới công trình do trong quá trình thiết kế ta đã bố trí lớp lót dưới đáy công trình có chiều dày 1.5m lớn hơn chiều dày hố xói tính toán trong điều kiên cực trị. Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 88 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B CHƯƠNG VIII : TRÌNH TỰ THI CÔNG ĐÊ CHẮN SÓNG 8.1. Tổng Quan. Thi công đê chắn sóng dạng đá đổ bao gồm nhiều quá trình trong một thời gian dài được làm theo phương pháp lấn dần, đòi hỏi các máy móc và thiết bị vận chuyển tốt, quá trình thi công đê phụ thuộc vào thiết bị thi công, vật liệu thi công, nhân lực huy động, điều kiện khí hậu..., trong đó nhân lực thi công có ảnh hưởng đặc biệt quan trọng đối với quá trình tự thi công của đê, biện pháp và các sai số cho phép thi công 8.2. Thiết Bị Thi Công. Có thể sử dụng cả thiết bị đặt trên bờ và dưới nước để thi công. Đoạn gốc đê có kết cấu đá đổ thuần tuý có thể dùng phương tiện trên bờ để thi công. Đoạn đầu đê cần phải có thiết bị nổi để tiến hành thi công lắp đặt các khối Tetrapode. Thiết bị nổi có thể bị ảnh hưởng bởi điều kiện thời tiết. Vì vậy cần thi công vào thời kỳ chế độ sóng tại khu vực là nhỏ trong năm. Cần sử dụng hệ thống định vị thích hợp để đảm bảo định vị chính xác vị trí đổ đá và sà lan chở cẩu. Sà lan chỉ có thể dịch chuyển đến vị trí neo mới khi điều kiện thời tiết yên tĩnh. Các phương tiện thiết bị thi công bao gồm : Sà lan Tàu kéo hoặc tàu đẩy Cần trục nổi hoặc cần trục lắp trên phao Máy trộn bê tông . 8.3. Định Vị Công Trình. Khác với các công trình trên cạn hoặc ven bờ khác công trình đê chắn sóng hoặc chắn cát không thể sử dụng máy kinh vĩ trông công tác định vị công trình vì chiều dài công trình là rất lớn, cách xa bờ. Do đó ta phải dùng hệ thống định vị vệ tinh GPS. Đây là hệ thống định vị vệ tinh toàn cầu và có độ chính xác cao với thao tác cũng rất đơn giản. Ta chỉ việc lắp đặt một Ăng ten GPS lên đầu của cần cẩu nổi là hệ thống sẽ cho ta biết chính xác toạ độ của vị trí đang thi công 8.4. Trình Tự Thi Công. Trình tự thi công đê chắn sóng bao gồm các công việc chính như sau: - Nạo vét hố móng đê. - Vận chuyển và thi công đá chân đê. - Vận chuyển và thi công đá lõi đê. - Vận chuyển và thi công lớp đá lót, hoàn thiện mái dốc. - Vận chuyển và thi công khối Tetrapod Cụ thể các bước như sau: 8.4.1. Nạo vét hố móng đê. Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 89 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B Vì địa hình đáy biển của khu vức là hết sức phức tạp, vì vậy việc sử lý nền cũng được yêu câu rất chặt chẽ. Do địa hình đáy biển của khu vực xây dựng công trình có những túi bùn rất lớn nằm ở độ sâu từ 30 -50 m vì thế cần phải sử dụng những phương tiện chuyên dụng như tàu hút bùn để có thể nạo vét túi bùn. Sau đó thay thế bằng loại vật liệu có khả năng chịu tải khác. Sau khi sử lí túi bùn thì tiến hành nạo vét đá chân đê bằng phương pháp sử dụng búa thủy lực để phá bỏ lớp đá phong hóa phủ ở lớp mặt sau đó dùng cần cẩu có lắp gàu ngọam đặt trên xà lan để bóc bỏ lớp phong hóa đó đê cao trình thiết kế. 8.4.2. Thi công chân đê. Đá hộc được mua tại mỏ đá. Đá được vận chuyển đến công trường bằng sà lan kết hợp với tàu kéo hoặc tàu đẩy. Đá làm chân đê có thể được đổ bằng cách sử dụng các máng đổ đá. Sau khi đổ phải dùng các phương tiện kết hợp thủ công tạo phẳng rồi mới tiến hành thi công bước tiếp theo. Chú ý do phần ngoài của chân đê phải chịu tác dụng mạnh của dòng chảy và sóng, do đó khi thi công chân đê cần phải lựa chọn những viên đá có kích thước lớn nhất trong cấp phối đá dùng thi công chân đê để thi công phía ngoài 8.4.3. Thi công lõi đê và lớp lót. Do chiều dài phân đoạn đê lớn nên ta phải phân ra thành các phân đoạn, đảm bảo độ đồng đều để tránh hiện tượng xói cục bộ, đá có kích thước nhỏ được thả tập trung dọc theo tim tuyến đê, đảm bảo khi gia cường đá lớn lên trên lớp mặt che khuất được phần đá nhỏ. Có thể đổ đá bằng sà lan mở đáy ở những chỗ sâu trên 4 m và đổ đá mặt bên bằng sàn phao thi công đối với những chỗ sâu trên 2 m. Tại những chỗ có lớp lót đá đường kính lớn thì sắp xếp lại đá bằng cẩu đặt trên sàn phao nổi. Trong quá trình thi công, lõi đê và các lớp bên dưới có khả năng bị song làm hư hại. Trong giai đoạn nào đó nếu dự báo thấy thời tiết xấu sẽ liên tiếp xảy ra, thì cần phải ngưng thi công trước khi thời tiết xấu ập đến, và đồng thời bảo vệ tạm các công trình đang làm dở dang bằng cách phủ các khối phủ hoặc đá có đường kính lớn lên các phần đã làm, khi thời tiết xấu qua đi thì lại bỏ songi công tiếp các phần còn lại. Vật liệu để thi công lõi đê thường có kích thước nhỏ hơn vì vậy nên đổ vật liệu vào chính giữa lõi đê, các loại đá lớn hơn nên để thi công các lớp bên ngoài nhằm giữ ổn định mái dốc và chống lại tác dụng của song. 8.4.4. Thi công và lắp đặt khối Tetrapode Trước khi lắp đặt khối Tetrapod cần kiểm tra độ dốc mái có đúng với yêu cầu thiết kế hay không sau đó mới tiến hành lắp đặt. Khối Tetrapod được đúc tại bãi đúc bằng cốp pha thép tấm chuyên dụng, sau đó được tập kết và vận chuyển đến cảng sau đó bốc xếp xuống xà lan và vận chuyển tới công trường bằng tàu kéo hoặc tàu đẩy. Sà lan chở khối đậu dọc theo sườn lõi đá Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 90 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B để cần cẩu nổi lắp đặt vào vị trí. ở những đoạn có độ sâu nhỏ ta cần tận dụng thời gian triều kiệt để lắp đặt. Tại những vùng sâu cần sử dụng thợ lặn để kiểm tra khi thi công lớp đá phía dưới, các khối cần đan xen, gài chặt vào nhau tránh tình trạng cập kênh không bền vững. Việc sản xuất, vận chuyển và lắp đặt các khối Tetrapode cần phải được kiểm tra cẩn thận. Đặc biệt các cấp phối bê tông dùng để đúc khối Tetrapode nên được thiết kế để giảm sự toả nhiệt độ và khuôn đúc nên được thiết kế nhằm tránh nứt vỡ do ứng suất nhiệt, nên dùng các loại xi măng toả nhiệt thấp. Công tác sản xuất bê tông, đúc, bảo dưỡng, tháo khuôn, di chuyển các khối Tetrapode đến nơi lưu kho, vận chuyển và lắp đặt các khối Tetrapode nên được sắp xếp và nên chương trình cụ thể để giảm tối thiểu các ứng suất trong khối . Cần phải có một mặt bằng thi công có đủ khả năng chứa các khối Tetrapode đúc dự trữ trong 1,5 đến 2 tháng. Cần phải lắp đặt đủ số lượng khối Tetrapode cho một pham vi đã được thiết kế, đảm bảo đủ mật độ bao phủ và độ dày của khối Tetrapode bảo vệ. Lưu ý: Trong quá trình thi công, trước khi xếp đại trà khối Tetrapode cần phải tiến hành xếp thử một đoạn với chiều dài là 10 m theo đúng thiết kế dưới sự hướng dẫn của cơ quan thiết kế. Cần đánh giá nguy cơ hư hỏng khối Tetrapode do va chạm trong quá trình lắp dặt và xác định các hạn chế đối với công tác lắp đặt do điều kiện thời tiết 8.5. Quy định khi thi công. Trong quá trình thi công phải tuân theo các qui định thi công và nghiệm thu do Bộ Giao Thông Vận tải và bộ xây dựng ban hành: Các quy định về nạo vét. Các quy định về đá xây dựng. Các quy định về khối bê tong đức sẵn. 8.6. Kiểm tra và bảo dưỡng. Nên kiểm tra và bảo dưỡng thường xuyên tình trạng đê để có thể đánh giá khả năng làm việc của đê và cho phép phát hiện sớm các hư hỏng. Công tác kiểm tra nên được thực hiện vào cuối các thời kỳ bão mùa đông và đặc biệt là sau các cơn bão lớn. Các yếu tố hỗ trợ công tác kiểm tra nên được đưa vào công trình trong khi thi công. Những yếu tố này bao gồm các mốc kiểm tra cố định để xác định sự chuyển vị, độ lún và các khối đá hoặc khối Tetrapode được đánh dấu. Việc kiểm tra sẽ bao gồm như sau: Thu thập các điều kiện về môi trường bao gồm tốc độ gió, hướng gió và mực nước. Nên tiếp tục thu thập số liệu về sóng trong và sau khi thi công. Khảo sát vị trí và cao độ các điểm cố định và các mặt cắt ngang. Lặn dưới nước kiểm tra. Đo sâu hồi âm và định vị kiểm tra mặt bên dưới nước có thể được sử dụng để lập mặt cắt các mái dốc dưới nước. Công tác đo sâu nên được thực hiện trên đáy Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 91 Ngành: Kỹ thuật biển Sinh viên: Hà Trường Giang Lớp: 45B biển dọc theo toàn bộ chu vi đê chắn sóng. Công tác đo sâu nên bao gồm phạm vi từ chân đê tới vị trí cách chân đê ít nhất bằng một phần tư chiều dài sóng cực đại để kiểm tra sự xói mòn. Phạm vi khảo sát phải phù hợp với các điều kiện và đặc điểm vị trí đê và phải bao gồm mái dốc của luồng được nạo vét gần kề. Công tác chuẩn bị cho duy tu bảo dưỡng nên được triển khai ngay khi đê được xây dựng xong, mặc dù việc thực hiện công tác duy tu bảo dưỡng sẽ tuỳ thuộc vào kết quả kiểm tra và đặc biệt là tuỳ thuộc vào tác động của các cơn bão lớn.